автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Железобетонные центрифугированные двухветвевые колонны одноэтажных производственных зданий

Р Г Б ОД

'.БЕЛОРУССКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ ПОЛИТЕХНИЧЕСКАЯ

! '""" АКАДЕМИЯ

На правах рукописи ШИЛОВ Александр Евгеньевич

УДК 624.075.012.41

ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ЦЕНТРИФУГИРОВАННЫЕ ДВУХВЕТВЕВЫЕ КОЛОННЫ ОДНОЭТАЖНЫХ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ

05.23.01 — Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание ученой стеиени кандидата технических наук

Минск 1994

Работа выполнена на кафедре "Железобетонные и каменные конструкции" Белорусской государственной политехнической академии.

Научный руководитель

Консультант

Официальные оппоненты:

Ведущее предприятие

■ ка*щидат технических наук, доцент В.Г.Казачек.

доктор технических наук, профессор, заслуженный деятель науки РБ, академик БИТА

Т.У,Пецольд. доктор технических наук, профессор Л.Н.Барашков ;

кандидат технических наук, доцент В.В.Тур.

Белорусский проектный институт "Белпромпроект"

Защита состоится " 4 иизкя_,.1994 г.

1 А- часов на заседании специализированного совета

К.056.02.01 в Белорусской государственной политехнической академии по адресу: 220027, г. Шнек, проспект Ф.Скорины, 65, Белорусская государственная политехническая академия.-

С диссертацией мошю ознакомиться в библиотеке БГЛА. Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенный печатью, просим направлять по вышеуказанному адресу.

Автореферат разослан " " И ДА_1994 г.

Ученый секретарь специализированного

совета, кандидат технических наук Е.Ы.Садорович

Белорусская государственная политехническая академия, 1994

ОБЩАЯ Х/\РЛ1ГГЕРИСТЫ(А РАБОТЫ

Актуальность темы. В общем объеме сборного железобетона каркасов одноэтажных производственных зданий колонии составляют на более 10+15 %. Эти весьма ответственные конструкции трудоемки при изготовлении, требуют больших затрат ручного труда.

Для наиболее массовых колонн прямоугольных сечений в целом ряде случаев оказалось неэффективным использовать высокопрочные бетоны и стали, так как возможное в этом случае уменьшение геометрии сечений ведет к резкому увеличении гибкости колонны и, как следствие, необходимости дополнительного армирования или постановки связей в каркасах.

Наиболее удачным следует признать конструктивное решение, когда крановая колонна представляет из себя сборно-монолитную конструкцию, в которой полые- подкрановая и нздкрановая ветви объединяются монолитной траверсой. По сравнению с типовыми колоннами сплошного сечения, наряду с известными преимуществами центрифугированных полых элементов появляется возможность оптимизировать параметра верхних и нижних ветвей путем варьирования прочностных характеристик бетона, арматуры и геометрических размеров сечения; изготовления не только обычных, но и преднапрпжеишх колонн; технологии их укрупнительной сборки в заводских условиях или на строительной площадке.

Надежность этих эффективных конструкций изучена еще недостаточно. Не проводились экспериментальные исследования полноразмерных конструкций в условиях, максимально приближенных к их действительной работе в составе каркаса производственного здания.

Существующие немногочисленные предложения по расчету колонн такого типа не полностью учитывают особенности их действительной работа и не подтверждены достаточным объемом: экспериментальных исследований. Отсутствуя? предложения по области рационального применения и эффективности различных типов колонн.

Цель работы - экспериментально-теоретическое исследование несущей способности и напрямнно-дефермкроваикого состояния двухяетвевых сборно-монолитных центрифугированных колонн кольцевого сечения при различных силовых воздействиях и разработка рекомендаций по их расчету и конструирования.

Антор защищает: методику и результаты экспериментального исследования несущей способности и напряхгенно-дефорыированного состояния двухветвеных крановцх центрифугированных колонн кольцевого сечения на специальном стенде, позволяющем имитировать действительные условия работы колонн в состава каркаса здания;

рекомендации гю выбору расчетной схемы двухветвевых ко-ло<ш без промежуточных распорок и предложения по определении расчетных длин ветвей колонии с учетом их фактических параметров и податливости каркаса здания;

предложения по учету характера изменения коэффициента продольного изгиба по длине двухветвевых колонн без распорок и рекомендации по совершенствованию расчета монолитных траверс таких колонн;

результаты анализа экономической эффективности крановых двухветвевых колонн кольцевого сечения. Научная новизна ¡таботы: получены данше о напряженно-деформированном состоянии двухветвевцх центрифугированных колонн кольцевого сечения различных параметров при испытаниях по схеме, максимально приближенной к условиям их действительной работы в составе каркаса одноэтажного производственного здания;

■ разработаны рекомендации по расчету несущей способности двухвегвевых колонн как элемента каркаса с учетом особенностей проявления продольного изгиба надкрановой и подкрановой ветвей, а также предложения по совершенствованию расчета траверс;

• определена область рационального применения различных типов крановых колош одноэтажных производственных зданий.

Реализация работы. Результаты работы использованы институтом Белпромнроект при создании экспериментальных и типовых серий центрифугированных крановых колонн Э-1708, БТ-19.71, при разработке рабочих чертежей и строительстве корпуса опытно-вкспериментальной базы Белорусской политехнической академии, филиала Минского тракторного завода в г. Сморгони (производственный корпус # I, № 2), при экспериментальном проектировании завода по изготовлению средств механизации и автоматизации в г. Марьиной Горке, биохимического завода в г. Драгичике, а так-

же при разработке учебного пособия для студентов специальности "Промышленное и гражданское строительство".

Апробация работы. Результаты работы доложены на научных конференциях профессорско-преподавательского состава Белорусской государственной политехнической академии (Минск, 1984, 1985, 1988, 1990, 1991 г.г.), республиканском научно-тохничёском семинаре "Проблемы создания и применения центрифугированных железобетонных конструкций в строительстве (Минск, 1985 г.), на У1 Всесоюзной конференции "Экспериментальные исследования инженерны* сооружений" (Повополоцк, 1986 г.), на научно-практической конференции "Совершенствование методов расчета и проектирования современных видов'строительных конструкций" (Ровно, 1988 г.), на научно-технической конференции "Совершенствование Гчелезобетон-ных конструкций, работающих на сложные виды деформаций и их внедрение в строительную практику" (Полтава, 1989 г.), на Всесоюзной конференции "Фундаментальные исследования и новые технологии в строительном материаловедении" (Белгород, 1989 г.), на У1 национальном конгрессе по теоретической и прикладной механике (Варна, 1979 г.), на международном конгрессе Западно-Европейской секции устойчивости металлических конструкций (Будапешт, 1990 г.), на Всесоюзной научно-технической конференции "Пути снижения материалоемкости и стоимости в строительстве при реконструкции зданий" (Пенза, 1990 г.), на научно-практической конференции "Исследование работы и применение в строительстве эффективных элементов и конструкций" (Ровно, 1990 г.), на УП Всесоюзной конференции "Экспериментальные исследования инженерных сооружений" (Сумы, 1991 г.), на П национальном конгрессе по железобетонным конструкциям "Теория и практика" (София, 1931 г.).

Исследования проведены в Отраслевой научно-исследовательской лаборатории кафедры "Железобетонные и каменные конструкции" БГПА в 1985-1989 г.г. под научным руководством доцента, к.т.н. Казачка В.Г. и профессора, д.т.н., зав.кафедрой Пецольда Т.Н.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 16 статей, получено 3 авторских свидетельства об изобретениях, разработаны типовые серии БТ-19 71 "Колонны железобетонные центрифугированные хечхпетвевне прямоугольного и кольцевого сечений для произ-

водствениых зданий, оборудованных ыостоьыми кранами для услозий строительства DC0P", Э-1700 "Колонны аелезобетонше центрифугированные кольцевого сечения для одноотаншх производственных зданий высотой 10,6+18,0 м, оборудованных мэстоеыми опорными кранами, труп ог.одъемностью до ЬО т".

Объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов и списка литературы из 120 наименований, изложена на 118 страницах машинописного текста и включает 114 рисунков и 45 таблиц.

СОДЕРШИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность и новизна работы, перечисляются основные результаты исследования, вынесенные на защиту, отмечается их научное и практическое значение.

Первая глава посвящена анализу состояния вопроса, степени ого изученности, обоснованию основных задач исследования.

Первый в отечественной практике проект центрифугированных краноьых колонн был разработан в 1936 году С.А.Дмитриевым, М.С.Боринанским и др. в лаборатории железобетонных конструкций ЦШПСа под руководством А.А.Гвоздева.

С середина 70-х годов в БГПА Т.М.Пецольдом, И.В.Смехом, А.К.Лапчкнским, А.В.Токаревым, С.Г.Смирновым проводились експе-ржентадьш-теоретические исследования и проектно-конструкторс-кие разработки по созданию, применении одновотвевых и двухвот-вевых крановых центрифугированных колонн. Первый этан исследований позволил определить рациональное конструктивное решение крановой колонны и разработать рекомендации по сопряжению ветвей и характеру их армирования. Эксперименты на фрагментах колонн показали хорошие результаты.

Проведенные исследования легли в основу разработанной БГПА, ПИ-1, Белпромпроектом и ШШБ типовой серии составных центрифугированных колонн (Э-1708). Сборно-монолитные колонны состоят из полых железобетонных центрифугированных стволов, объединенных монолитной консолью. Укрупнительная сборка их может осуществляться как в заводских условиях, так и на строительной площадке.

4

Исследование, проектирование и строительство, первых экспериментальных объёктов показало, что принятая раздвижка ветвей в двухветвевой колонне во многих случаях приводит к возникновению растягивающих усилий в одной из них. Это в значительной степени усложняет армирование ветвей и конструктивное решение узла сопряжения колонны с фундаментом.

Fía втором этапе исследований сборно-монолитных центрифугированных колонн А.К.Лапчинским при участии автора были выполнены испытания нескольких двухветзевых обычных и предварительно напряженных гибких стоек на сжатие с поперечным изгибом по схеме двоПной длины.

Основная задача испытаний заключалась в изучении влияния типа и количества промелсуточных распорок на necyuiyn способность и деформации двухсетвевых железобетонных элементов, а также изучение напряженно-дефорлфованного состояния узла сопряжения ветвей с монолитной траверсой.

Испытания показали, что в двухветвевих центрифугированных колоннах распорки не оказали существенного влияния на несущую способность, кроме того, расход стали на закладные детали и распорки, а также трудозатраты сводят на нет полученный эффект.

Разработка и внедрение одно- и двухветвевых крановых колонн с монолитной консолью показали, что применение их на экспериментальных объектах позволило экономить до 27 % бетона и 20+25 % стали по сравнению с типовыми прямоугольными колоннами серий ¡©--01-49 и КЭ-01-52.

Проведенные до настоящего времени исследования крановых колонн носили в основном поисковый характер я содержали ряд условностей, неточно отражающих действительную работу, так как были выполнены на фрагментах со свободным спиранн"м колонн (без защемления), что существенно сказалось на полученных результатах.

Был выявлен и целый ряд других, требующих уточнения, вопросов, в том числе и методики расчета рассматриваемых конструкций. Железобетонная колонка является элементом пространственной системы каркаса здания, при деформировании которого проявляется физическая и геометрическая нелинейность. Применение "точных"

методов расчета стержневых систем с учетом их нелинейных свойств в проектной практике для каркасов одноэтажных производственных зданий,сопряжено со значительными проблемами, поэтому на данном этапе целесообразно совершенствовать нормируемые методы расчета с приближенным учетом продольного изгиба при помощи коэффициента ^

Наиболее правильным решением является расчет двухветвевой стойки как рамы в раме каркаса здания с разработкой методов определения расчетных длин ее составных элементов и на их основе практических рекомендаций для проектирования.

Одним из ключевых вопросов при определении коэффициента продольного изгиба ^ является правильное назначение расчетной длины нижней и верхней ветвей колонны. Для двухветвевых колонн рассматриваемого типа нормативные документы пока не содержат каких-либо рекомендаций по назначению расчетных длин.

Исследования показали, что применявшиеся до настоящего времени траверсы двухветвевых центрифугированных колонн обладают излишними запасами прочности и_,в силу специфики конструк-цш не могут быть рассчитаны по формулам норм без их корректировки.

В заключение главы сфорлулироЕанъг цель и »задачи диссертации.

Вторая глава посвящена совершенствованию методики расчета двухветвевых центрифугированных колонн без распорок для каркасов одноэтажных, производственны?, .зданий.

Экономические показатели любой конструкции в значительной степени зависят от принятой методики их расчета. Существующие рекомендации норм по ряду положений неприменимы для расчета двухветвевых центрифугированных колонн. В настоящей работе предлагается статический расчет выполнять с использованием аппарата строительной механики упругих стержневых систем, ориентируясь на стандартные программы для ЭВМ с учетом ряда особенностей, присущих атому классу еще малоизученных конструкций.

По вопросу назначения расчетной схемы рамы с массивными элементами (к таковым можно отнести и двухветвевые центрифугированные колонны) существуют различные предложения. Например, Коршунов Д.А.., Сидоренко Н.В. и др. рекомендуют назначать рас-

б

четную схему, исходя из длин элементов рамы по геометрическим осям; Корноухов Н.В., Перцель.Ю.К._и др. с Абсолютно"жесткими вставками1в узлах; Александровский С.З., Дцхоничньй А.И. - комбинированные схемы. Предлагаемая Полесником A.B. методика расчета рам с массивными элементами достаточно слоит для практического применения.

Автором проанализирована применимость предлагаемых расчетных схем при разработке рекомендаций по совершенствованию расчета двухветвевых колонн. Выполнены расчеты колонн на ЭВМ методом МКЭ по вычислительному комплексу "Лира" от действия единич-'ных сдвигающих, изгибающих и продольных усилий. При этом рассматривались 3 расчетные схемы: (рис. I) I - схема с "жесткими вставками"; 2 - схема "по геометрическим осям"; 3 - комбинированная расчетная схема. Изучены конкретные проектные ситуации, возможные при работе двухветвевой колонны в составе каркаса здания. С' этой цель» было рассчитано около 100 ьариантов эагрушз-ний различных расчетных схем, величин яосткостей траверс и ветвей, а также податливости сопряжений ветвей с траверсой и фундаментом.

Расчеты показали, что расчет по методу "жестких вставок" (I расчетная схема) по сравнению с комбинированной (3 расчетная схема) завышает усилия в двухветвевых колоннах до 10 %. а расчет по схеме "по геометрическим осям" занижает усилия до 15 % (2 расчетная схема).

В результате сопоставления экспериментальных данных автора с расчетами по трем рассматриваемым схемам сделан выгод о том, что лучшая сходимость опытных данных с теоретическими результатами достигается при расчете по 3 (комбинированной) расчетной схеме.

Анализ результатов позволяет сделать вывод, что различные виды узлового сопряжения ветвей с траверсой приводят к изменению усилий в колоннах до 4 %. Поэтому при практических расчетах, для упрощения расчетной схемы двухветвевой колонны, податливость узлов сопряжения элементов при использовании комбинированной схемы (№ 3) может не учитываться.

При работе колонн в составе одноэтажного производственного зданияt оборудованного мостовыми кранами, крановые нагрузки являются одними из основных. Двухветвешэ колонны по своим коксг-

1 рисчЕгны» схема

•2 РДСЧЁТШВ СХЕМА

5 РИЧЁТШ СХЕМА

, II. I в|Г!Л;

Ьг®*ш С11Г

... ь

и

¿¿-па,

оюп.

""(М) КПИ

Рис. I. Варианты расчетных схем сопряжений траверса с ветзями

И

©

©

)

ь

С .

©

©

Г.-га -ги.

У, г 22

®

i

77777? . 777777 777Л7-

Рис. 2. К расчету дпухветЕевой колонна на устойчивость

•И

Зк

i.

V

Рис. 3. Характер изменения значений ^ по длине двухветвевых колонн

/

руктивным особенностям позволяют снизить влияние этих нагрузок путем раздвижки ветвей.

Автор рассчитал 4(3 вариантов рам, при этом варьировались конструктивные решения двухветвевых колонн, расчетные схемы, величина эксцентриситета приложения вертикальной крановой нагрузки. Исследования показали отсутствие заметного влияния вида стержневой расчетной схемы на величину усилий в ветвях колонны от вертикальной крановой нагрузки. Это связано с тем, что жесткость траверсы двухветвевой колонны при реальных проектных решениях на порядок больше жесткостей сопрягаемых с ней ветвей. Величина изгибающего момента в подкрановой ветви изменяется пропорционально величине раздвижки ветвей.

Конструктивное решение двухветвевой колонны, при котором ось действия крановой вертикальной силы совпадает с осью подкрановой ветви, позволяет-снизить до минимума значения изгибающих моментов в ветвях колонны от расчетных комбинаций нагрузок.

Продольные силы оказывают существенное влияние не только на величину изгибающих моментов в гибких ежатах элементах, но и на характер их распределения по длине. Проведены исследования по анализу влияния различных факторов (схем загрукения, уровня продольных нагрузок и т.д.) на величину и характер распределения коэффициента ^ по длине двухветвевой стойки. Для обоснования принятых"нами предпосылок"проанализированы "различные зарубежные нормы, а также рекомендации отечественных документов по оценке характера изменения моментов по длине сжатых стоек.

Теоретический анализ изменения полных моментов (коэффициентов ^ ) с ростом продольных сил в схемах с заделками показывает, что его характер более слокныЯ по сравнению с шарнирными стержнями. Расчет с применением точных функций продольно-поперечного изгиба показывает значительное перераспределение усилий С ростом продольной силы для некоторых схем загружения.

Анализ нашего экспериментального материала позволил сделать вывод, что форма изогнутой оси всей стойки имеет достаточно выраженный синусоидальный характер с изменением знака кривизны примерно в .уровне траверсы для всех опытных образцов как на этапах загружения со свободным верхом, так и с шарнирно-непод-вижной верхней опорой, что п об'дс:-! является характерным для рям-ных элементен рассматриваемого тигл. Это опг,оделяет особенное-

ти распределения дополнительных изгибающих моментов в элементах колонны от действия продольных сил.

С целью оценки характера распределения дополнительных моментов по длине ветЕей двухветвевых стоек выполнены численные исследования колонн на 'различные веды воздействий по программе " KAIS ".разработанной в БГЩ и реализующей расчет плоских, упругих нелинейно деформируемых систем в форме метода конечного элемента.

Теоретический анализ возможных схем деформирования стоек позволил предложить следующую упрощенную схему изменения значений коэффициента £ по длине двухветвевых колонн (рис.§ ), правомерность примонзния которой подтверждена результатами испытаний опытных образцов автора.

Точность определения расчетных длин колонн является одним из важнейших факторов, определяющих надежность и экономичность проектных решений каркасов зданий. Однако рекомендации различных норы расчета существенно разнятся между собой.

За рубежом вопросу назначения расчетных длин колонн уделяется большое внимание и для обычных железобетонных колонн имеются более детальные рекомендации по сравнению с отечественными нормативными документами. Так в нормах США. и Германии расчетная длина колонны зависит от соотношения погонных жесткостей рассчитываемых сопрягаемых элементов и значений продольных сил, приложенных к ним. Похожие рекомендации содержат отечественные нормы и пособия по расчету металлических конструкций, где ряд принятых упрощений позволил получить замкнутые решения.

Дня уточнения методики определения расчетных длин двухветвевых колонн из расчета на устойчивость I рода в упругой постановке были проведены специальные исследования. При решении данной задачи упрощенная расчетная схема рассматриваемой стойки принята в виде защемленной в основании рамы с верхней шарнирной упруго-податливой опорой. При этом жесткость верхней опоры рассматриваемой стойки характеризует собой поддерживающее влияние остальных элементов каркаса и, в первую очередь, сопротивляемость горизонтальным смешениям всех остальных стоек, загруженных неварьируемыми сжимающими силами. В строительной механике определение жесткости верхней упругой опори сводится к определению горизонтальной силы, вызывающей единичное горизонтальное

Ю

смещение всех остальных стоек (за исключением рассматриваемой), связанных в единую систему недеформируемым диском покрытия. Эта задача решается методом перемещений по деформированной схеме, т.е. с учетом влияния продольно-поперечного изгиба на жесткость системы. Определение критических параметров рассматриваемой стойки также производится методом перемещений с использованием аналогичной основной системы, что и при определении жесткостей (рис. 2).

Для определения степени влияния упрощений, принятых в расчетной схеме стойки, выполнены численные расчеты двухветвевых колонн при различных соотноиениях длины надкрановой и подкрановой части. Рассматривались два крайних случая - свободная ( С = = 0) и шарнирно-опертая ( С = оо ) вверху стойка. Расчет выполнялся как по приближенной методике (программа "Микро-1"), . так и по программе "Цуск-ЕС".

Практически для всех ситуаций результаты с шарнирно-несме-щаемой верхней опорой по упрощенной расчетной схеме совпадают с результатами, полученными по программе "Пуск". В возможных пределах изменения параметров двухветвевых колонн при определении коэффициентов расчетной длины элементов надкрановой и подкрановой частей распорку упрощенно можно принимать бесконечно жесткой и не учитывать продольные деформации ветвей. Приближенные расчеты для всех элементов колонны при отсутствии верхней опоры, как правило, ощутимо эашхшт при малых высотах подкрановой части и наоборот, завышают &о при больших. Эти обстоятельства определили то, что при разработке рекомендаций по определенно Со элементов колонн в дальнейшем за основу принята несмещаемая опора.

Дня количественной и качественной оценки влияния различных параметров на величину расчетных длин ветвей колонн и требуемое количество арматуры также были проведены вариантные расчеты. При этом варьировались величины продольных сил в ветвях, соотношения высот подкрановой и надкрановой ветвей, полная высота колонн, соотношения диаметров подкрановых и нздкрановых ветвей. Все расчеты дублировались, при свободной и шарнирно-несмещаемой верхней опоре (С •- 0 и С = оо ),

Анализ результатов расчетов, некоторые из которых представлены на графиках (рис. 4), показал:

П.

М1=20ГЗкк

• Ль :Шии

N1^073 кн Ае.=Аи=6С0мм.

//у/^Жк

0.1Г 0,3 0,5? 0,г

го

Нк

N. р ' N1

5. 5»0. ГГ, Ль-- 500 мм > Ак=500 мм ,

¿. Я».0.ГГ: АиА'н* 600мм

5. ЯИ.26: Аб=500мм: Ан»600мм '

6. #«0,5; Аь*Ан = 600мм

Г. isO.Tr.' Аь*Т00мм ; Ак-. 600км

ЬИ--2; Аб'Аи= 600мм

9, ¡'5: Аб'Ан - 600мм . . , ,

10 (1) _____по сормуде ( 1" )п?и 1н=ЬОО;Ай=ГООмм

10 Ш____ по формуле М ) г,Рй Ан-Аь=600 им

10(5)_____поформуае( 1 )при Ан=600;Аа-500им

Рнс. 4. Влияние параметров колонн на коэффициент расчетной длины болев се&гой подкрановой ветви

1.С уменьшением продольной силы расчетная длина возрастает, В менее сжатой подкрановой ветви при незначительных сжимами,их силах ¿0 весьма высока.

2. Требуемая площадь арматуры в более сжатоЯ нетви не всегда больше, чем в менее сжатой, ¡¡ними словами, количество арматуры в любой из двух подкрановых ветвей чаще всего определялось расчетом на комбинацию нагрузок, дающую в ней мнксиыальноэ продольное сжимающее усилие.

3. Выполнен анализ, который позволил сделать.приближенные рекомендации при проектировании по определению для расчета подкрановых ветвей. Для ни 10 определяется не из расчета на устойчивость, а назначается таким образом, чтобы полностью исключить ситуации, когда при какой-либо комбинации менее сжатая подкрановая ветвь являлась бы определяющей с точки зрения требуемого в ней количества арматуры.

Щ основе изложенных соображений, с некоторым

запасом, для основной массы случаев, предлагается принимать

0,7^2=0,25455 ' (1)

Если блок комбинаторики программы да ЭВМ для обычного статического расчета выдает на печать номера загруяений, вошедших в рассматриваемую комбинацию, то иато частично "снять" запасы, •заложенные в формуле (I)путем определения продольных усилий по всех вегвях.н использования формулы (2):

, „ Нв йн/, л , . . 0и

(¡1

при этом ..Ю, где ^'й ,Нн - высоты надкраиовой и под-

крановой ветвей; ©в, Йи - размеры поперечник сечений эетией; Ыг> % - усилия в подкрановых ветвях ( ). ДлЯ

Шадкрнновой ветви) при определении 10 рекомендуется пользоваться рекомендациями СПмЛ 2.03.01-84.

Дня упрощения расчета предлагается расчетные длины элементов рассматриваемой стойки определять при нвсмецаемсй верхней опоре, а ее податливость, зависящую ст параметров и количества остальных колонн каркаса,учитывать повышающим коэффициентом Я/;:

N1=2015*«

Н»

ОЛ

Ни

¿..^0*00

20 л(чисдо стоек)

<<7

1. Нк«12 м :Л&«Ли<Ю0мм": г.Нк-^м: АЬ'ЛИ«600ММ! - " Ак'Ли'ГООмм;

; Аь'Ан>Г00мм; ь>1.

5.Ню1!м; Ак'Ли'ГООмм;

1.нк'Том;дь'Ан'ЮОмм; ь>1. • 5.Нк" 1вм ¡АЬ'ЛиаОТмм^'МкН;^.

------

1 4.9

ьТ

«Л /и

1

ч

1 т . п

(А)

■)! (5)

0.285

20 ЩЧИСАОСТОЕк)

Рис. 5. Влияние количества поддерживающих стоек на расчетную длину ветвей

Проведенный анализ показал:

1. значение ощутимо выше 1,0 лишь при количестве поддерживающих стоек Vi = 1*3,резко приближается к 1,0 с увеличением УЪ (рис. 5);

2. в целом, при прочих равных условиях,коэффициент Л-J'i выше в стойках с короткой надкраиовой ветвьп. Влияние соотношения размеров сечения ветвей оказалось незначительным.

Учитывая вышеизложенное,нами подобраны выражения :

^--^-(с/м-О-С-^-)^

01и =(1,3 -0,205 (5)

где "jjf = 0,5 - принятый по опытным данным автора показатель нелинейности; - предельное (при И, = I) значение ciji¡, • jj = —щ—; )J2 » - усилия в подкрановых ветвях.

Анализ расчетов так же показал, что при отсутствии крановой нагрузки, т.е. когда не проявляется пространственный характер работы каркаса, для однопролетных зданий в подавляющем большинстве случаев ci-j/^ не превышает 1,25. Это позволило с некоторым запасом для однопролетных и двухлролетных зданий значение коэффициента расчетной длины JU определять умножением соответственно на tkpi = 1,25 и ¿-¡ч = 1,1.

На армирование траверс двухветвевых колонн затрачивается от 20 до 50 % общего расхода арматуры и до 50 % бетона колонны, что свидетельствует о важности совершенствования расчета и конструирования этих элементов.

Особое внимание этому вопросу уделено в работах Барановой Т.И., Соколова B.C., Отсмаа В.А., Залесона A.C., Эриса Ю.А.,

D.Radowstfi . JaWae ÖRegoR i See Y. Опз и др.

Автором проанализированы исследования, посвященные работе элементов типа траверс двухветвевых колонн и разработаны предложения по совершенствованию расчета применительно к железобетонным центрифугированинм двухветвевым колоннам одноэтажных производственных зданий.

В зависимости от пролета среза в нашем случае может происходить два вида разрушения. При относительно больших пролетах среза (по разным опытам при —^— = 0,8+1,5) наблюдается разрушение по наклонному сечению. Напряга «и, я в продольной нижней арматуре могут достигать или не достигать . При меньших а / происходит характерное разрушение по сжатой наклонной полосе. При этом вся арматура, расположенная в пределах этой полосы включается в работу. В общем случае, с учетом результатов JaHes Mac tíRegoR , Барановой Т.И., Отсмаа В.А., при оценке несущей способности подкрановых ригелей (траверс) двухветвевых колонн необходимо:

а) проверить прочность верхней и нижней части наклонной сжатой полосы на основе предложений Барановой Т.И.;

б) произвести расчет на действие поперечной силы с учетом предложений, разработанных в настоящей работе;

в) произвести расчет прочности по изгибающему моменту.

Третья глава посвящена экспериментальным исследованиям.

При проектировании опытных образцов было учтено, что двух-ветвевые колонны наиболее эффективны для одноэтажных производственных зданий высотой 12+18 м, оборудованных мостовыми кранами большой грузоподъемности. Параметры опытных колонн в масштабе 1:2 представляли колонны серии Э-1708. Образцы двухветвевых колонн состояли из 3-х серий (табл. I), которые отличались общей высотой и величиной раздвижки ветвей.

Во всех образцах продольное армирование выполнено из 8-ми равномерно распределенных по периметру сечения стержней арматуры класса АН! ¿10 мм. Поперечное армирование принято спиральным из проволоки Bpl ó 4 мм с шагом б средней части - 100 км. Па прнопорных участках шаг спирали был уменьшен до 50 мм. Продольная арматура выступала за торцевые плоскости колонн на 450 мм, что обеспечивало их надежное сопряжение . Стыки ветвей колонн с траверсой перекрывались этими выпусками. Монолитная бетонная траверса армирована сетками из арматурных стержней 6 12 АШ.

Двухветвевые опытные образцы были изготовлены на клиноре-менной центрифуге РДЦ-4 Оршанского комбината ОКБЙиК. Сборка двухветвевых колонн осуществлялась в. лаборатории БГШ1 путем замоноличивания объединительной траверсы.

Таблици I

Параметры опытных образцов дяугьетвовых колонн

Г,---1"------Г

ИЦп I Высота, м | колонн Г ~ Т 7, ! I hB i Нн I

H

»1

И !

'■Разрешающие нагрузки, кП

N

5,45.0,47b 0,65 10

5,45 0,475 0,65 20

7,65 0,475 0 50 3,0

7,65 0,475 0 50 6,5

7,65 0,750 0,50 6 0

Ü.Ö5 0,750 0,50 6,1

О,еь 0,750 0,50 7,5

1700 960 920 920 1125 1100 1320

450 900 В60 660 1060 925 1030

i 20 20 22 22 22

Схгил адтженил.

Рис. 6. Сгонд для испытаний колонн:

метргл;

Характеристики центрифугированного бетона были определены по результатам испытаний бетонных призм, выпиленных из контрольных колец, которые формировались одновременно с изготовлением основных образцов.

При испытании исследовалась фактическая несущая способность, характер разрушения образцов, влияние соотношения жесткостных характеристик, параметров и характера нагрузки на перераспределение усилий и величины расчетных длин надкрановых и подкрановых ветвей колонн при максимальном приближении испытаний к реальным условиям работы колонн в составе каркаса здания.

При работе колонны в составе каркаса одноэтажного производственного здания, оборудованного мостовыми кранами, ее расчетная схема представляет собой стойку с шарнирно-смещаемой опорой в уровне сопряжения со стропильной конструкцией и жестко защемленную в уровне обреза фундамента. На стойку действует поодоль-иап нагрузка от покрытия W , поперечная ветровая нагрузка Р, вертикальная нагрузка от действия крана tí- и нагрузка от поперечного торможения тележки мостового крана Т. Указанные условия к были положены в основу схемы исшташй.

Опытные образцы испытывались на специальном стенде, защищенном авторским свидетельством A.C. Jñ I44I233 (рис. 6).

Защемление более загруженной ветви обеспечивала система динамометров сжатия и домкрат. По показаниям динамометров, установленных в уровне оголовка конструкции и в уровне защемления, определялись усилия во всех элементах колонны вплоть до разрушения.

Первоначально в уровне оголовка конструкции прикладывали поперечную нагрузку Р, имитирующую реакции каркаса от ветрового воздействия, затем вставляли систему динамометров сжатия, позволяющую регистрировать знакопеременные поперечные усилия, создавая таким образом шарнирно-неподвижнуга опору вверху. После этого прикладывали нагрузку от покрытия N ( Wm¡n или Wmax ) • Затем образец загружали эксплуатационными нагрузками и Т в различной последовательности, как и в реальных условиях эксплуатации. И, наконец, конструкции доводили до разрушения, увеличивая одновременно все нагрузки в заданном соотношении .

Принятая схема размещения приборов позволила получить подробную информацию о напряженно-деформированном состоянии опытных образцов на всех этапах их загрух-.енин вплоть до разрушения.

После разрушения опытных образцов двухветвевых колонн, также проводились повторные испытания уцелевших неповрежденных фрагментов. Целью зтих испытаний являлось определенно опытной лодатлиоости сопряжений ветвей с траверсой и фундаментом, проверка имитации защемления более нагруженной ветви колонии, определение момента трещинообразования.

В четвертой главе приведены результаты экспериментальных исследований двухветвевых центрифугированных колонн кольцевого сечения.

Установлено, что на величину момента М^в эоне имитируемого защемления.основное влияние оказали поперечные нагрузки Р и Т (до 70 %).'

Влияние продольных сил N и й определяют собой реакции R3 (до 100 %) и ^г 90 %); изменение величины , в основном (до 70 %) вызывают крановые нагрузки 6 и Т (рис.6').

Характер эпюры изгибающих моментов в ветвях колонн с ростом нагрузки определялся особенностями принятой схемы испытаний и последоватйльностыо нагружения. 11а численше значения моментов оказала небольшое влияние податливость узлов сопряжения траверсы с ветвями и догружаемой ветви в имитируемой заделке. При атом величина моментов первого порядка (без учета влияния продольадх сил) в верхней части менее нагруженной стойки почти до разрушения оставалась несколько меньшей, чем в нижней, а в догружаемой наоборот - (щ'тиио болып^Х Тем не менее, разруаеаио проиэсало в зоне заделки этой ветви в фундамент, что сиидительстеуат о том, что кроме учета фактической податливости узлов сопряжения рамной колонны следует еще принимать во внимание особенности проявления продольного изгиба по длине подкрановой части.

Поперечная краноная сила Т практически не влияла на значение продольных относительных деформаций в ветвях. Точками максимальных растягивающих и сжимающих продольных деформаций являются сечения в ыеетах сопряжения ветвей с фундаментом и траверсой . Причем для образцов с широкой раздвижкой большая величина деформаций была в зоне заделки ветвей в фундамент, для образцов с меньшей раздвижкой - в зоне сопряжения ветвей с траверсой, что

Ti)

соответствует характеру разрушения стоек.

11а последних этапах загружения, при одновременном возрастании всех сил, на более сжатых гранях верхнего и нижнего сечения менее нагруженной ветви рост деформаций сжатия прекратился при интенсивном возрастании деформаций сжатия на противоположных гранях сечений. Это обусловлено быстрым развитием деформаций сжатия догружаемой ветви и соответствующим увеличением угла поворота траверсы по часовой.стрелке, а также уменьшением кривизны верхних сечений обоих ветвей. Соответственно несколько 'сгладилось искривление изогнутой оси"колонны на-этапах, близких к разрушению.

Вариант конструктивного решения двухветвевой колонны, при котором ось действия крановой вертикальной составляющей силы совпадает с осью подкрановой ветви (серия 2), дает возможность снизить до минимума значения изгибающих моментов в ветвях колонны.

Данные табл. I позволяют отметить значительное увеличение разрушающих нагрузок в случае' широкой раздвижки подкрановых ветвей. Образцы КДЦ-3 и КДД-4 имели одинаковые геометрические параметры, за исключением величины раздвижки ветвей, тем не менее разрушающая нагрузка при широкой раздвижке ветвей (образец КЦЦ-4) оказалась выше на 35 %. Аналогичная картина наблюдается в образцах с высокой гибкостью ветвей (образцы КЦЦ-5 и КДЦ-6).

Опыты подтверждают правомерность предлагаемого подхода к учету характера изменения коэффициента продольного изгиба по длине подкрановых ветвей. В частности получено, что для образцов 2 серии (КДЦ-4 КДЦ-6) по упругому статическому расчету при разрушающей нагрузке изгибающие моменты в заделке (сечение 1) значительно меньше, чем в месте примыкания ветви к траверсе (сечение 2), а в опытах наблюдается обратная картина. При этом опытные моменты в верхнем сечении близки к упругим, т.е. значение коэффициента У^ близко к 1,0.

Величина теоретических разрушающих моментов в месте разрушения и предельная нагрузка на колонку удовлетворительно оценивается расчетом с использованием предлагаемых зависимостей для определения расчетной длины "С0 и коэффициента ^ для различных сечений по длине ветвей колонн.

В пя'юй глаао приведены результаты экспериментального п типового проектирования, опытного вне,прения, знономнчьскья эффективность предлагаемых решений. Проанализировали результат!; испытаний на транспортные нагрузки и разработаны предложения по перевозке и монтажу дву л вещевых колонн, учитывающие их конструктивные особенности.

Технико-экономический анализ показал, что днухветвевые колонны без распорок, рассчитанные по предлагаемой методике, экономичнее колонн серий ШЭ-01-52 и Э-Г708 соответственно: по расхода бетона на 4о % и 7 %■, по расходу стали на 64 % и 9 %\ по стоимости материалов до 50 % и 15 %.

Сопоставление центрифугированных крановых колонн серий ВТ-19 71 0-170«) на внедренных объектах Республики Беларусь с колоннами существующих ттотх серий показало, что их применение позволяет получить экономия бетона - ¿5*40 % и стали - 10+40 %'.'

Наряду с экспериментальными и теоретическими исследованиями выполнены работы по совершенствованию конструкций дяу.чпетвевых центрифугированных колонн, представлены возможные конструктивные решения двухветвевых колонн, для которых в результате технико-экономического расчета определены области рационального применения.

основные вшода

1. Изготовлены и испытаны образцы дпухветвовых центрифугированных колонн с различной раздвижкой ветвей без промежуточных распарок в широком диапазоне изменения переменных параметров. Разработанный стенд для испытания колонн признан изобретением.

2. Выявлено, что характер напря*енио~деформированного состояния сечений ветвей б процессе эагружекия определяется взаимодействием возрастающих продольных сил и изгибающих моментов в каядом элементе. Практически на всех этапа* загружен!« в обоих подкрановых ветвях каблвдались саамакщиэ усилия. Величина изгибающих моментов вплоть до разрушения была сравнительно небольшой.

В образцах с пщро«ой раздвижкой ветвей отмечены большие значения иэгибащих моментов ь фибровых деформаций в нижней

части догружаемой ветви, чем в верхней, хотя теоретический уп- . ругий расчет дает обратные результаты. Это обстоятельство указывает на существенное отличие действительного характера распределения усилий по длине подкрановых ветвей в стадии разрушения от упругого расчета.

На этапах, предшествующих разрушению, вследствие интенсивного развития неупругих деформаций в верхней части подкрановых ветвей, замедляется рост изгибающих моментов и кривизн, происходит перераспределение усилий в сторону зоны заделки и некоторое сглаживание искривления изогнутой оси подкрановых ветвей.

3. Ветви колонн вплоть до разрушения работали как внецент-ренно сжатые элементы с мальки эксцентриситетами. Потеря несущей способности происходила от раздробления бетона наиболее напряженного сечения догружаемой подкрановой ветви резко со взрывом. При этом происходит ослабление всей рамной конструкции и одновременное разрушение смежной и надкрановой ветвей. Несущая способность образцов с широкой раздвижкой ветвей при прочих равных условиях оказалась на 35 % выше, чем в образцах с узкой раздвижкой ветвей, что указывает на рациональность такой конструктивной схемы.

4. Наиболее рациональной является комбинированная расчетная схема сопряжения ветвей с траверсой. При этом можно не учитывать фактическую податливость узлов сопряжения элементов. При определении линейных усилий в элементах колонн, продольную де-фориативность ветвей можно не учитывать.

5. Дм определения расчетной длины элементов двухветвевых колонн, на основе расчета на устойчивость первого рода, разработана программа, в которой колонна рассматривается как рамный элемент с податливой шарнирной опорой вверху, имитирующей поддерживав дее влияние остальных колонн каркаса. Предложена упрощенная расчетная схема стойки, в которой траверса принимается бесконечно жесткой.

6. Изучены особенности влияния параметров колонны и схемы каркаса на значение расчетных длин ветвей. Предложены приближенные формулы, которые можно рекомендовать при ручном счете. За основу принимают стойку с несмещаемой верхней опорой, а влияние действительной податливости каркаса учитывают повышающим коэффициентом о1(> зависящим от количества и параметров поддерживаю-

о 1

П|ЯХ стоек. Предложена упрощенная схема распределения добавочных мсментса (коэффициента ^ ) по длина ветвей, правомерность которой подтверждается результатами испытаний опытных образцов.

7. Вариантными расчетами установлено, что предлагаемые в настоящей работе способы учета продольного изгиба колонн и расчета их траверс позволяют получить существенную окономип (до 15 %) материалов по сравнению с серией 3-1708.

Опытное проектирование и внедрение разработанных конструктивных решений и способов расчета, проведенные с участием автора на объектах Республики Беларусь подтвердило их высокую эффективность. Намечены пути совершенствования крановых центрифугированных колош. Определена область рационального применения различных конструктивных решений - двухветвевых колонн с разной раздвижкой и наклоном подкрановых ветвей, с применением фибробе-тона для изготовления траверс, трвхввтвевых колонн и с учетом особенностей различных конструктивных решений фундаментов.

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Гершанок P.A., Смирнов С.Г., Шилов А.Е. и др. Железобетонные центрифугированные колонны одноэтажных производственных зданий. - Информационный листок о научно-технической достижении ЕелШМиИ Госплана БССР, 1985.

2. Тарасов В.В., Пецольд Т.М., Шилов А.Е. и др.

Форма для изготовления центрифугированных изделий. Авторское свидетельство № 1296431 опубликовано 2.01.85г.

3. Шилов А.Е., Сидорович E.H. Способ определения расчетных длин двухветвевых сборно-монолитных центрифугированных колонн одноэтажных производственных зданий,- Информационный листок о научно-техническом достижении Бел!ШШГП1 Госплана БССР, 1935 г.

4. Пецольд Т.М., Казачек В.Г., Шилов А.Е. и др. Центрифугированные крановые колонны промзданий.- "Бетон и железобетон", » II, гЗв? г., стр. 32-34.

5. Геращенко Г.А., Шилов А.Е., Шер М.О. Совершенствование методики расчета каркасов одноэтажных производственных зданий.-"Вопросы строительства и архитектуры", вып. 15, Минск, 1936 г., стр. 74-70,

6. Назлчек В.Г., Шилоз А.Е., ¡¡¡ер И.О. Особенности расчета произвольно нагруженных железобетонных стержневых; систем.- Депонированная рукопись ьо ВИНИТИ от 29.10.87 г., № 7609-1387.

7. Ишоа А.Е. К определению расчетных длин двухветвевых железобетонных колонн без распорок.- Республиканский межведомственный сборник научных трудов "Техника, технология, организация и экономика строительства". Вып. 14. Строительные конструкции и механика. Минск, "Зышэйиал школа", 1938 г., стр. 20-23.

8. Казачек Б.Г., Шилов А.Е., Пецольд Т.М. и др. Стенд

для испытания кре.иовнх колонн. Авторское свидетельство № 144X233.

9. S.BKovstri} V. КыасЬок А. SbiLov. Тне DfcveLopH«.r»t the eííedWe-coLuMM-LeNgkh-PESígH-PRocsdwRl ¡n Indut+fli-at eulLdi'rtgs. iNftRNa+ional coLLogui« ea&i cuRopean seS-<iom oj íV«eL SHot+uRe&". Нимдаву, Budípesi",

apail 2sr-2T, <95.0.

io, A. SKíLov, v.KezacW, M.SV(üeR. fjew Types Ряе-^akeic^ed Re!«íoRced OOUMHS. SccoNd Ñafio-

Mél Сок^ейсисе он ítei«$oRced C.ow6ReH S4euobR«s -T4«t-ОЧу «NCJ PRÍC^CIT . ftuLtJííii , ^e^'iü , 0C+06CR IÍ9I,

Опубликовано 1.09.88 г.